姜 峰，景文玥，齊國(guó)鵬，沈 宇，李修倫

(1. 天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2. 天津職業(yè)大學(xué)生物與環(huán)境工程學(xué)院，天津 300410)

兩相閉式重力熱管(TPCT)，也稱為熱虹吸管(thermosyphon)，是一種依靠重力驅(qū)動(dòng)冷凝液回流的熱管[1]．不僅具有普通熱管的基本特性，而且結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、制造簡(jiǎn)便、不包含機(jī)械運(yùn)動(dòng)部件、不需要經(jīng)常維護(hù)．這些優(yōu)勢(shì)使閉式重力熱管可以廣泛地應(yīng)用于各種能源和熱處理過(guò)程，如微型元器件及大型設(shè)備的冷卻[2-3]、能源和核反應(yīng)系統(tǒng)[4-7]以及地溫控制等[8-13]．

近些年來(lái)，隨著工業(yè)的發(fā)展，全世界能源緊張的問(wèn)題對(duì)換熱裝置的高效利用提出了更加迫切的要求．為此，很多研究者也針對(duì)重力熱管的強(qiáng)化傳熱開(kāi)展了大量的研究．依據(jù)強(qiáng)化傳熱的思路，主要可以分為管殼材料的表面處理[14-15]、改進(jìn)內(nèi)部結(jié)構(gòu)[16-17]和選用新型工質(zhì)等[18-21]幾個(gè)方面．

Solomon 等[14]采用簡(jiǎn)單而經(jīng)濟(jì)的陽(yáng)極氧化技術(shù)制備了內(nèi)壁具有多孔結(jié)構(gòu)的閉式重力熱管，并考察了其傳熱性能．研究結(jié)果表明：陽(yáng)極表面處理對(duì)熱管總熱阻和蒸發(fā)段傳熱系數(shù)有著顯著的影響；陽(yáng)極氧化表面的成核點(diǎn)是普通表面的2～3 倍．Zhao 等[15]利用化學(xué)腐蝕和涂層法為閉式重力熱管制備了不同接觸角的親水和疏水表面，考察了重力熱管內(nèi)表面潤(rùn)濕性能對(duì)傳熱的影響．其研究結(jié)果表明：蒸發(fā)段和冷凝段的傳熱系數(shù)均隨著接觸角的增大而減?。甆aresh 等[16]分別以水和丙酮作為工質(zhì)，考察了冷凝段內(nèi)翅片的設(shè)置對(duì)閉式重力熱管傳熱性能的影響．研究發(fā)現(xiàn)：徑向設(shè)置的矩形翅片可以在蒸發(fā)段加熱功率較低時(shí)降低重力熱管的熱阻．Nair 等[17]模擬了冷凝段具有內(nèi)翅片的重力熱管的傳熱性能．其研究結(jié)果表明：內(nèi)翅片增加了重力熱管的冷凝段傳熱面積，可以明顯增加重力熱管的導(dǎo)熱系數(shù)．

通過(guò)采用適當(dāng)?shù)墓べ|(zhì)來(lái)強(qiáng)化閉式重力熱管的傳熱，無(wú)需改變熱管的機(jī)械結(jié)構(gòu)或內(nèi)壁表面，有利于降低制造成本，便于工業(yè)推廣和應(yīng)用．目前，研究較多的工質(zhì)為納米流體．Parametthanuwat 等[18]提出了一種用于省煤器的閉式重力熱管，比較了水、銀納米流體和不同濃度的油酸納米流體等 5 種工質(zhì)的傳熱性能．研究結(jié)果表明：采用各種納米流體作為工質(zhì)的重力熱管的傳熱性能均優(yōu)于水．Sarafraz 等[19]考察了鋯-丙酮納米流體閉式重力熱管的傳熱性能．研究發(fā)現(xiàn)：納米流體可以降低重力熱管的總熱阻．Shanbedi 等[20]將多壁碳納米管與乙二胺共價(jià)功能化，并以其作為工質(zhì)在兩相閉式重力熱管中進(jìn)行了強(qiáng)化傳熱實(shí)驗(yàn)．研究結(jié)果表明：當(dāng)乙二胺質(zhì)量濃度大于 1%、且輸入功率小于 90 W 時(shí)，重力熱管的熱效率最高. Ramezanizadeh 等[21]以 3 種濃度的鎳-甘油-水納米流體作為工質(zhì)，考察了銅制閉式重力熱管的傳熱性能．研究結(jié)果表明：在納米流體濃度為0.625 g/L 時(shí)，重力熱管的熱阻最低．上述研究結(jié)果均表明納米流體可以強(qiáng)化重力熱管的傳熱，然而，目前對(duì)于納米流體研究的結(jié)論并不一致．也有一些研究顯示納米流體并不總是能強(qiáng)化重力熱管的傳熱，甚至?xí)?dǎo)致傳熱的惡化[22-24].Khandekar 等[22]分別以純水以及 3 種水基納米流體作為工質(zhì)，考察了閉式重力熱管的傳熱性能．研究結(jié)果表明：同純水相比，納米流體惡化了重力熱管的傳熱性能．Chen 等[23]的研究表明：以功能化 SiO2納米流體作為工作流體，會(huì)使環(huán)型閉式重力熱管的蒸發(fā)傳熱系數(shù)和最大熱流密度下降．Xue 等[24]考察了以碳納米管水溶液為工質(zhì)的閉式重力熱管的傳熱性能．其研究結(jié)果表明：同蒸餾水相比，碳納米管水溶液的使用惡化了重力熱管的傳熱性能，增加了蒸發(fā)段的壁溫和熱阻．此外，納米顆粒和納米流體的制備工藝復(fù)雜，成本高，檢測(cè)過(guò)程繁瑣，在長(zhǎng)期使用中其穩(wěn)定性尚需進(jìn)一步考察，這些因素均限制了納米流體在閉式重力熱管中的大規(guī)模工業(yè)應(yīng)用．

流化床換熱防垢節(jié)能技術(shù)是解決換熱設(shè)備結(jié)垢和強(qiáng)化傳熱問(wèn)題的一種行之有效的方法[25]．該技術(shù)是將流化床技術(shù)和換熱過(guò)程相結(jié)合，構(gòu)成流化床換熱系統(tǒng)．系統(tǒng)中，流化的固體顆粒雜亂無(wú)章地運(yùn)動(dòng)，可以破壞和減薄傳熱壁面處的流動(dòng)和傳熱邊界層，降低傳熱熱阻，強(qiáng)化傳熱．同時(shí)，固體顆粒對(duì)邊界層的破壞和管內(nèi)流體的擾動(dòng)，也會(huì)阻止溶質(zhì)在邊界層附近中形成過(guò)飽和，延長(zhǎng)結(jié)垢的誘導(dǎo)期，進(jìn)而達(dá)到在線防垢的目的．此外，由于傳熱強(qiáng)化，傳熱系數(shù)增加，導(dǎo)致壁溫下降，也有利于防垢和減輕對(duì)管壁的腐蝕[26-30]．

將流化床換熱防垢節(jié)能技術(shù)和閉式重力熱管相結(jié)合，構(gòu)建三相閉式重力熱管(THPCT)，是對(duì)重力熱管強(qiáng)化傳熱方式的有益探索，具有廣闊的應(yīng)用前景．目前，對(duì) THPCT 的研究剛剛起步．Jiang 等[31-34]采用不同的惰性顆粒作為固體工質(zhì)，對(duì)三相閉式重力熱管的傳熱性能進(jìn)行了研究．結(jié)果表明，將流化床換熱技術(shù)應(yīng)用于閉式重力熱管可以強(qiáng)化傳熱，但其效果受管殼材料、顆粒性質(zhì)和操作參數(shù)等因素的影響．在THPCT 中，加入的顆粒主要存在于蒸發(fā)段的液池中．蒸發(fā)段設(shè)置的變化會(huì)影響蒸發(fā)段的傳熱面積，導(dǎo)致加熱段壁面的熱流密度和熱流分布發(fā)生變化，進(jìn)而會(huì)影響顆粒的流化程度及其與壁面之間的相互作用，影響強(qiáng)化傳熱效果．

然而，在目前關(guān)于 THPCT 的研究中，尚無(wú)關(guān)于蒸發(fā)段設(shè)置對(duì) THPCT 傳熱性能影響的報(bào)道．因此，本文設(shè)計(jì)并構(gòu)建了一套蒸發(fā)段可變的三相閉式重力熱管．選用導(dǎo)熱性能優(yōu)良的純銅作為殼體材料，以水和不同粒徑的玻璃珠分別作為液體和固體工質(zhì)．玻璃珠的理化性質(zhì)較為穩(wěn)定、密度適中、成本較低、易于獲取，便于后續(xù)的工業(yè)推廣．研究中在不同的固含率、加熱功率和顆粒粒徑下，考察了蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)三相閉式重力熱管傳熱性能的影響．以總熱阻、對(duì)流傳熱系數(shù)和壁溫等作為判據(jù)，確定了不同蒸發(fā)段長(zhǎng)度下的較優(yōu)操作參數(shù)范圍．研究結(jié)果有助于促進(jìn)三相閉式重力熱管的工業(yè)應(yīng)用．

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及流程

研究中設(shè)計(jì)并構(gòu)建了蒸發(fā)段長(zhǎng)度可變的三相閉式重力熱管，如圖 1 所示．實(shí)驗(yàn)裝置主要由閉式重力熱管、真空系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成．

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置流程Fig.1 Schematic diagram of the experimental apparatus

裝置的核心是閉式重力熱管，其直徑為Φ22 mm×1.5 mm，總長(zhǎng)為 600 mm．從下到上可分為蒸發(fā)段、絕熱段和冷凝段 3 部分．冷凝段長(zhǎng)度為220 mm，采用冷卻水夾套冷凝．在冷凝段頂部安裝有壓力傳感器以測(cè)量重力熱管的工作壓力．冷卻水的流量由轉(zhuǎn)子流量計(jì)計(jì)量，實(shí)驗(yàn)中固定為 50 L/h．冷卻水的進(jìn)、出口溫度采用熱電阻進(jìn)行測(cè)量．

蒸發(fā)段由4 個(gè)獨(dú)立的加熱段構(gòu)成．每段均可由加熱帶(內(nèi)部為鎳鉻電阻絲)加熱，額定功率為 600 W.蒸發(fā)段的長(zhǎng)度可以通過(guò)控制加熱段的組合來(lái)進(jìn)行調(diào)整. 研究中選取了 3 種不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度(Le)設(shè)置來(lái)進(jìn)行重力熱管傳熱性能的分析和比較，如圖2 所示.

圖2 不同的蒸發(fā)段設(shè)置Fig.2 Different evaporation-section settings

在閉式重力熱管外壁兩側(cè)沿軸向?qū)ΨQ安裝了 11對(duì)熱電阻(RTD)，以測(cè)量其壁溫，如圖 3 所示．熱電阻已進(jìn)行了引線電阻補(bǔ)償．熱管外面包有保溫棉，以減少熱損失．熱管啟動(dòng)前采用 2XZ-4 旋片式真空泵(操作極限壓力 6×10-2Pa)將系統(tǒng)抽至指定真空，實(shí)驗(yàn)中系統(tǒng)初始操作壓力為 95 kPa(真空度) ．實(shí)驗(yàn)中的溫度和壓力等數(shù)據(jù)由 AI-501 MF 數(shù)字顯示儀表顯示，并由“組態(tài)王”軟件實(shí)時(shí)自動(dòng)采集至計(jì)算機(jī)．相關(guān)的儀表規(guī)格如表1 所示．

圖3 熱電阻分布及安裝Fig.3 Distribution and installation details of the RTDs

表1 相關(guān)儀表的規(guī)格Tab.1 Specifications of the relevant instruments

首先，在重力熱管中加入一定量的自來(lái)水和玻璃珠顆粒．然后，開(kāi)啟真空系統(tǒng)，將熱管內(nèi)部抽至指定真空度，關(guān)閉熱管頂端閥門．開(kāi)啟冷卻水，用轉(zhuǎn)子流量計(jì)調(diào)節(jié)冷卻水至指定流量．按照設(shè)定的加熱段設(shè)置開(kāi)啟加熱系統(tǒng)，調(diào)節(jié)加熱功率至指定值．待系統(tǒng)穩(wěn)定后(20 min 內(nèi)熱管溫度變化不超過(guò)1 ℃)，采集溫度和壓力等數(shù)據(jù)．改變加熱功率、蒸發(fā)段長(zhǎng)度、固含率和顆粒粒徑，重復(fù)上述操作．每次運(yùn)行重復(fù) 3 次，以檢查實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的重復(fù)性．

1.2 實(shí)驗(yàn)工質(zhì)和參數(shù)

實(shí)驗(yàn)中分別選用自來(lái)水和玻璃珠顆粒作為液相和固相工質(zhì)．玻璃珠顆粒的相關(guān)物性如表2 所示．

表2 玻璃珠顆粒的相關(guān)物性Tab.2 Physical properties of the glass bead particles

本文主要考察在不同的操作參數(shù)下，蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)三相閉式重力熱管傳熱性能的影響．其中，操作參數(shù)主要包括加熱功率、固含率和顆粒粒徑等．

實(shí)驗(yàn)中所采用的加熱功率Q 分別為 50 W、100 W、150 W、200 W、250 W 和 300 W．充液率是指所加入的液體工質(zhì)體積占熱管總?cè)莘e的百分比，實(shí)驗(yàn)中固定為17%．固含率sε 是指所加入的固體顆粒堆體積占熱管中液體工質(zhì)體積的百分比，實(shí)驗(yàn)中分別取為0%、5%、10%、15%．

1.3 數(shù)據(jù)處理和誤差分析

實(shí)驗(yàn)中采用冷凝段的傳熱速率來(lái)計(jì)算閉式重力熱管的對(duì)流傳熱系數(shù)和總熱阻．冷凝段傳熱速率計(jì)算式為

式中：cQ 為冷凝段傳熱速率；cρ 和cV 分別為冷卻水的密度和流量；cpc 為冷卻水的定壓熱容；it 和ot 分別為冷卻水的進(jìn)、出口溫度．

冷凝段的熱損失可由式(2)和(3)計(jì)算．

式中：αT為冷凝段外表面與周圍環(huán)境的對(duì)流-輻射聯(lián)合傳熱系數(shù)；dc為冷凝夾套外徑；t 和t 分別為冷凝段外表面平均溫度和室溫．

由于冷凝段保溫良好，故熱損失很?。?jīng)計(jì)算，實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)最大的熱損失不超過(guò) 1 W，由此引起的最大相對(duì)誤差小于0.8%．因此，在計(jì)算中忽略了冷凝段的熱損失．

閉式重力熱管的總熱阻可以用來(lái)衡量熱管的整體傳熱性能，可由式(4)進(jìn)行計(jì)算．

式中：eiT 和ciT 分別為蒸發(fā)段和冷凝段的平均內(nèi)壁溫，可以由所測(cè)得的平均外壁溫eoT 和coT ，通過(guò)一維圓筒壁穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)速率方程進(jìn)行計(jì)算，如式(5)和(6)所示．

式中：di和 do分別為重力熱管的內(nèi)徑與外徑；Le和Lc分別為蒸發(fā)段和冷凝段的長(zhǎng)度；λ0為0 ℃時(shí)銅的熱導(dǎo)率，λ0＝383.79 W/(m·℃)，b 為溫度系數(shù)，b＝-1.2×10-4℃-1．

蒸發(fā)段和冷凝段的對(duì)流傳熱系數(shù)也是評(píng)價(jià)重力熱管傳熱性能的重要指標(biāo)，可分別由式(7)和(8)進(jìn)行計(jì)算．

式中：sT 為絕熱段的平均壁溫，此處近似認(rèn)為等于熱管內(nèi)工作流體的飽和溫度．

此外，研究中還采用總熱阻減少率rE 來(lái)表征三相閉式重力熱管的強(qiáng)化傳熱效果．rE 計(jì)算式為

式中thR 和tR 分別為汽-液-固三相和汽-液兩相閉式重力熱管的總熱阻．

實(shí)驗(yàn)中，溫度和冷卻水流量的測(cè)量誤差分別為0.1 ℃和 1 L/h．傳熱速率、對(duì)流傳熱系數(shù)和總熱阻的不確定度可分別由式(10)、式(11)、式(12)和式(13)來(lái)進(jìn)行計(jì)算．

本實(shí)驗(yàn)中傳熱速率、對(duì)流傳熱系數(shù)和總熱阻的不確定度分別為 4.49%、4.50%和 4.50%，滿足工程計(jì)算的要求．

2 結(jié)果與討論

2.1 不同蒸發(fā)段長(zhǎng)度下THPCT的強(qiáng)化傳熱性能

圖 4 為蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì) THPCT 總熱阻減少率的影響．由圖可知，在一定的條件下，玻璃珠顆粒的加入可以強(qiáng)化閉式重力熱管的傳熱，但其傳熱效果不僅受固含率、加熱功率和顆粒粒徑等操作參數(shù)的影響，而且與蒸發(fā)段的長(zhǎng)度密切相關(guān)．

在 THPCT 中，顆粒存在于蒸發(fā)段的液池．液池沸騰時(shí)，汽泡的產(chǎn)生、增長(zhǎng)、脫離壁面及由液池逸出會(huì)引起液池的擾動(dòng)和對(duì)流，進(jìn)而使固體顆粒發(fā)生流化．在顆粒流化的過(guò)程中，顆粒與加熱壁面之間的相互作用，如剪切和碰撞等，可以減薄和破壞流動(dòng)和傳熱邊界層，特別是層流底層，因此，可以降低對(duì)流傳熱熱阻，強(qiáng)化傳熱．顆粒與壁面的接觸，還可以增加壁面的沸騰核心，促進(jìn)汽泡從壁面脫離，減小汽泡的脫離尺寸，增加脫離頻率，進(jìn)而增強(qiáng)對(duì)壁面的擾動(dòng)，強(qiáng)化沸騰傳熱．此外，當(dāng)顆粒與壁面接觸時(shí)，由于顆粒的導(dǎo)熱系數(shù)高于流體，還可以引起附加的熱傳導(dǎo)，進(jìn)一步促進(jìn)傳熱．對(duì)于冷凝段，加入的玻璃珠顆粒雖然對(duì)其傳熱沒(méi)有直接的影響，但顆粒的流化導(dǎo)致的顆粒之間及顆粒與流體之間的相互作用，可以將液池中的大氣泡破碎成小氣泡，減小上升到冷凝段蒸汽的霧沫夾帶，因此，有利于減小冷凝段液膜的厚度，降低冷凝傳熱熱阻，強(qiáng)化冷凝段的傳熱．

圖4 不同蒸發(fā)段長(zhǎng)度下三相閉式重力熱管的總熱阻減少率Fig.4 Reduction ratios for the overall thermal resistance of the THPCT for different evaporation section lengths

由圖 4(c)、(d)還可以看出，當(dāng)固含率較大時(shí)，GB1 和GB3 顆粒的總熱阻減少率在某些操作條件下出現(xiàn)了負(fù)值，表明此時(shí)顆粒的加入會(huì)導(dǎo)致閉式重力熱管總體傳熱效果的惡化．GB1 顆粒的粒徑較小，在相同的固含率下，其數(shù)量較多，因此有利于增加汽化核心，增加對(duì)加熱壁面的碰撞頻率；但由于其質(zhì)量較小，單顆粒對(duì)壁面的碰撞強(qiáng)度要小于粒徑較大的顆粒．隨著加熱段長(zhǎng)度的增加，蒸發(fā)段液池的熱流密度減小，不利于顆粒的流化，此時(shí)，數(shù)量較多的 GB1 顆粒由于堆積，會(huì)增加液池中汽泡逸出的阻力，不利于沸騰傳熱；同時(shí)，顆粒層阻力的增加亦會(huì)增大逸出汽泡的尺寸，進(jìn)而增加霧沫夾帶和冷凝段的熱阻，導(dǎo)致傳熱惡化．隨著加熱功率的增加，一方面，蒸發(fā)段液池的熱流密度增大，壁面上汽化核心的數(shù)目增加，因此，削弱了顆粒的強(qiáng)化傳熱作用；另一方面，此時(shí)GB1 顆粒流化程度較好，促進(jìn)了沸騰傳熱，使得蒸發(fā)段單位時(shí)間的上升蒸汽量增加．上升蒸汽流速的增加，加劇了霧沫夾帶，阻礙了冷凝段液膜的下降，增加了冷凝段液膜的厚度，不利于冷凝傳熱，導(dǎo)致傳熱效果的惡化．對(duì)于GB3 顆粒，由于其粒徑和沉降速度較大，不易流化．固含率的增加，會(huì)進(jìn)一步增加其流化的難度和汽泡逸出的阻力，因而不利于沸騰和冷凝傳熱，增加了總熱阻．

實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，在不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度下，THPCT 總熱阻減少率的最大值分別為：16.5%(eL ＝160 mm)、25.4%(eL ＝200 mm)和 13.5%(eL ＝240 mm)，所對(duì)應(yīng)的玻璃珠粒徑分別為：0.8～1.0 mm、0.6～0.8 mm、0.8～1.0 mm．因此，從強(qiáng)化傳熱的角度考慮，THPCT蒸發(fā)段的長(zhǎng)度應(yīng)適中，所采用的玻璃珠顆粒粒徑不宜過(guò)小．

2.2 蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)閉式重力熱管總熱阻的影響

圖5 對(duì)比了在不同的操作參數(shù)下，蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)THPCT 總熱阻的影響．由圖可知，在不同的顆粒粒徑下，THPCT 的總熱阻均隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加而減?。舭l(fā)段長(zhǎng)度為 160 mm 時(shí)的總熱阻最大為蒸發(fā)段長(zhǎng)度為 240 mm 時(shí)總熱阻的 1.6 倍，所對(duì)應(yīng)的粒徑為0.8～1.0 mm，如圖5(c)所示．

蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì) THPCT 總熱阻的影響，取決于其對(duì)蒸發(fā)段和冷凝段傳熱影響的綜合效應(yīng)．蒸發(fā)段的傳熱面積增大，在一定的加熱功率下，有利于降低蒸發(fā)段的壁溫，減小總熱阻，如圖 6 所示．隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加，蒸發(fā)段的壁溫最大可降低 17.1 ℃，所對(duì)應(yīng)的粒徑為0.8～1.0 mm，如圖6(a)所示．

圖 7 所示為不同的顆粒粒徑下，蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)THPCT 蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)的影響．

圖5 蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)THPCT總熱阻的影響Fig.5 Effect of evaporation section length on the overall thermal resistance of the THPCT

圖6 蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)蒸發(fā)段平均內(nèi)壁溫的影響Fig.6 Effect of evaporation section length on the mean inner-wall temperature of the evaporation section

對(duì)比圖5 和圖7 可知，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)段長(zhǎng)度的變化趨勢(shì)與總熱阻不同，并非單調(diào)地隨蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加而降低．與總熱阻相比，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)段長(zhǎng)度的變化趨勢(shì)更為復(fù)雜，明顯地受顆粒粒徑等操作參數(shù)的影響．這也反映了閉式重力熱管的總體傳熱性能是蒸發(fā)段和冷凝段傳熱共同作用的結(jié)果．

圖7 蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)的影響Fig.7 Effect of evaporation section length on the convective heat transfer coefficient of the evaporation section

一方面，當(dāng)蒸發(fā)段長(zhǎng)度較小時(shí)，其受熱面積小，在相同的加熱功率下，加熱壁面上的熱流強(qiáng)度和過(guò)熱度較大，壁面上的汽化核心較多，泡核沸騰較為劇烈，有助于減小蒸發(fā)段的對(duì)流傳熱熱阻．同時(shí)，泡核沸騰劇烈，還將增加對(duì)液池的擾動(dòng)，增強(qiáng)顆粒的流化效果，促進(jìn)顆粒與壁面之間的相互作用，進(jìn)一步強(qiáng)化傳熱，降低對(duì)流傳熱熱阻．另一方面，蒸發(fā)段的對(duì)流傳熱由蒸發(fā)段底部的池沸騰和液池以上回流冷凝液膜的膜狀蒸發(fā)構(gòu)成．膜狀蒸發(fā)的液膜厚度較薄，對(duì)流傳熱熱阻較小，其傳熱效果要好于池沸騰．而在本研究中，閉式重力熱管的充液率一定，不同設(shè)置的蒸發(fā)段高度均高于蒸發(fā)段中液池的初始高度．因此，隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加，膜狀蒸發(fā)區(qū)域在蒸發(fā)段傳熱中所占的比例增大，有利于降低增發(fā)段的平均對(duì)流傳熱熱阻．在上述因素的共同作用下，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出如圖7 所示的規(guī)律．

由圖7 還可以發(fā)現(xiàn)，在各種蒸發(fā)段長(zhǎng)度和操作參數(shù)下，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)隨顆粒粒徑的變化基本上都會(huì)出現(xiàn)一個(gè)極值．如蒸發(fā)段長(zhǎng)度為 200 mm 時(shí)，對(duì)于較小和較大的固含率，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)分別在0.6～0.8 mm 的粒徑出現(xiàn)極大值和極小值，相應(yīng)的對(duì)流傳熱系數(shù)分別為 460.4 W/(m2·℃)和 363.2 W/(m2·℃)，如圖 7(a)和(c)所示．

其原因主要在于：在相同的固含率下，顆粒粒徑的增加，一方面，會(huì)減少液池中顆粒的數(shù)量，降低顆粒與加熱壁面之間的作用頻率；同時(shí)，顆粒的沉降速度增大，也會(huì)增加顆粒流化的難度，不利于強(qiáng)化傳熱．但另一方面，顆粒對(duì)加熱壁面的影響不僅與顆粒和壁面的碰撞頻率有關(guān)，還取決于顆粒對(duì)壁面的碰撞強(qiáng)度．在一定的固含率下，粒徑較大的顆粒雖然會(huì)使其對(duì)壁面的作用頻率有所降低，但由于其體積和質(zhì)量的增大，有利于增加對(duì)壁面的碰撞強(qiáng)度和影響范圍，有利于強(qiáng)化傳熱．因此，在這兩方面因素的共同作用下，對(duì)于不同長(zhǎng)度的蒸發(fā)段設(shè)置，蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)隨著顆粒直徑的變化基本上均會(huì)出現(xiàn)一個(gè)極大或極小值．

圖 8 所示為蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)冷凝段對(duì)流傳熱系數(shù)的影響．同蒸發(fā)段對(duì)流傳熱系數(shù)相似，冷凝段對(duì)流傳熱系數(shù)同樣到受蒸發(fā)段長(zhǎng)度和操作參數(shù)的多重影響，呈現(xiàn)出不同的變化規(guī)律．

三相閉式重力熱管中玻璃珠顆粒的加入，對(duì)冷凝段的對(duì)流傳熱系數(shù)具有間接的影響．這種影響主要來(lái)自于蒸發(fā)段的對(duì)流傳熱情況．在一定的加熱功率下，蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加，一方面會(huì)降低蒸發(fā)段的壁面過(guò)熱度，抑制泡核沸騰，不利于對(duì)顆粒的流化和汽泡的破碎，不利于減小霧沫夾帶和對(duì)冷凝液膜的擾動(dòng)；但另一方面，由于液池中泡核沸騰的減弱，也會(huì)相應(yīng)地降低霧沫夾帶．

圖8 蒸發(fā)段長(zhǎng)度對(duì)冷凝段對(duì)流傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Effect of evaporation section length on the convective heat transfer coefficient of the condensation section

顆粒粒徑較小時(shí)，在相同的固含率下，液池中顆粒的數(shù)量較多，有利于增加顆粒與加熱壁面之間的作用頻率，增加汽化核心，促進(jìn)沸騰傳熱；同時(shí)，顆粒的沉降速度也較小，易于流化，有利于破壞加熱壁面上的流動(dòng)和傳熱邊界層，促進(jìn)汽泡從加熱壁面上脫離，減小汽泡的脫離尺寸，促進(jìn)蒸發(fā)段的對(duì)流傳熱；此外，顆粒的充分流化還有利于將大氣泡破碎成小氣泡，減小霧沫夾帶．蒸發(fā)段的傳熱強(qiáng)化后，有利于降低蒸發(fā)段的平均壁溫，減小熱損失，增加蒸發(fā)段的實(shí)際輸入熱功率，使得蒸發(fā)段單位時(shí)間的上升蒸汽量增加．上升蒸汽流速的增加，一方面會(huì)增強(qiáng)冷凝段下降液膜的湍流；另一方面，也會(huì)阻礙液膜下降，增加霧沫夾帶和冷凝段液膜的厚度，不利于冷凝傳熱．

顆粒粒徑增加，在一定的固含率下，將會(huì)降低液池中顆粒的數(shù)量，減少顆粒與壁面的接觸頻率，增加顆粒流化的難度；但此時(shí)單顆粒的體積和質(zhì)量增加，將會(huì)提高對(duì)壁面和汽泡的剪切和碰撞強(qiáng)度．因此，在上述各種因素的共同作用下，冷凝段對(duì)流傳熱系數(shù)隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的變化呈現(xiàn)出不同的變化趨勢(shì)．

在蒸發(fā)段和冷凝段傳熱效果的共同影響下，最終導(dǎo)致三相閉式重力熱管的總熱阻隨蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加而減?。?/p>

為綜合反映蒸發(fā)段長(zhǎng)度和操作參數(shù)對(duì) THPCT傳熱性能的影響，本文還構(gòu)建了相關(guān)的三維圖．圖 9所示為不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度下，最優(yōu)顆粒粒徑隨操作參數(shù)的變化規(guī)律．此處，最優(yōu)顆粒粒徑是指實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，在相同的操作參數(shù)下，THPCT 總熱阻減少率最大時(shí)所對(duì)應(yīng)的顆粒粒徑．由圖 9 可知，在各種不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度下，最優(yōu)顆粒主要是粒徑較大的 GB3 和GB2，這主要是由于粒徑較大的顆粒對(duì)加熱壁面和汽泡的碰撞動(dòng)能更大所致．圖9 有助于在不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度和操作參數(shù)下確定適宜的顆粒粒徑．

此外，對(duì)于 Le=160 mm 、 Le=200 mm 和 Le=240 mm 3 種蒸發(fā)段長(zhǎng)度，本文還建立了三相閉式重力熱管總熱阻的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，分別如式(14)、式(15)和式(16)所示．

圖9 不同蒸發(fā)段長(zhǎng)度下操作參數(shù)對(duì)最優(yōu)顆粒粒徑的影響Fig.9 Effect of the operating parameters on the optimal particle diameter under different evaporation section lengths

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與模型計(jì)算值的對(duì)比如圖 10 所示. 由圖可知，大部分的實(shí)驗(yàn)點(diǎn)都落在±5%的相對(duì)誤差限內(nèi)，模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好．

圖10 總熱阻的模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比Fig.10 Comparison of model results of the overall thermal resistance with the experimental data

3 結(jié) 論

(1) 在不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度下，玻璃珠顆粒的加入均可以在一定的條件下強(qiáng)化閉式重力熱管的傳熱，但其傳熱效果不僅受固含率和加熱功率等操作參數(shù)的影響，而且與蒸發(fā)段的長(zhǎng)度密切相關(guān)．對(duì)于Le=160 mm 、Le=200 mm和 Le=240 mm3 種不同的蒸發(fā)段長(zhǎng)度，總熱阻的最大減少率分別為 16.5%、25.4%和 13.5%．此時(shí)，所對(duì)應(yīng)的顆粒粒徑分別為0.8～1.0 mm、0.6～0.8 mm 和 0.8～1.0 mm．

(2) 隨著蒸發(fā)段長(zhǎng)度的增加，三相閉式重力熱管的總熱阻減?。?/p>

(3) 從強(qiáng)化傳熱的角度考慮，三相閉式重力熱管蒸發(fā)段的長(zhǎng)度應(yīng)適中，所采用的玻璃珠顆粒粒徑不宜過(guò)?。?/p>

(4) 構(gòu)建了不同的蒸發(fā)段設(shè)置下，操作參數(shù)對(duì)三相閉式重力熱管傳熱性能影響的三維圖和總熱阻經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，以用于指導(dǎo)工業(yè)實(shí)踐．模型數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好．